孫 賓，魯文妍，劉怒濤，劉海祥，柯敏勇，曲智美

(1.新疆水利水電勘測設計研究院，新疆 烏魯木齊 830000；2.南京水利科學研究院，江蘇 南京 210024；3.新疆新華葉爾羌河流域水利水電開發(fā)有限公司，新疆 喀什 844000)

隨著國內經(jīng)濟快速發(fā)展，水利與建筑行業(yè)對建筑物抗震能力越發(fā)重視，一大批消能減震項目涌現(xiàn)，根據(jù)新的地震區(qū)劃圖及規(guī)范要求，抗震結構需要消能減震技術來解決結構加固問題。結構抗震性能中的一個重要指標是延性比，該指標為極限變形與初始屈服變形之比。

本工程采用延性比分析評估閘房混凝土框架的抗震性能。通過抗震結構在地震工況的變形能力試驗結果，當延性比指標為4，表明抗震結構殘存抗力還大于屈服點抗力，結構損傷程度不高，在中等以下，震后可對結構進行加固達到使用功能的恢復，因此，減震方案效果評價時應使構件的延性比在4以下。

到目前為止，全世界已有很多工程使用了黏滯阻尼器，涉及到高層建筑、橋梁、高聳結構、海洋石油平臺甚至衛(wèi)星發(fā)射塔等。很多安裝黏滯阻尼器的建筑在強風和強震的作用下成功的經(jīng)受了考驗。225m高墨西哥的市長大樓中安裝了98個黏滯阻尼器，在2003年的7.6級地震中完好無損。安置了42個黏滯阻尼器的秘魯立馬機場塔樓在2007年的8級強烈地震中經(jīng)受了考驗。南京奧體中心觀光塔中安置了30個黏滯阻尼器，在2005年麥莎臺風中滿足人體在大風條件下的舒適度要求。西安長慶石油管理大樓頂部鋼塔上安置了20個黏滯阻尼器，在經(jīng)歷2008年汶川大地震后，所有阻尼器都完好無損，沒有發(fā)現(xiàn)任何黏滯流體滲漏現(xiàn)象。現(xiàn)有的理論分析和試驗結果可以說明，黏滯阻尼器可以有效地減小地震作用，而且黏滯阻尼器在結構的抗震抗風控制中有很廣泛的應用前景。

1 工程概況

阿爾塔什水利樞紐溢洪洞檢修閘房在2018年11月之前完工(按乙類設防設計)，依據(jù)2018年11月實施的GB 51247—2018《水工建筑物抗震設計標準》工程設防類別應由乙類提高為甲類。按最新規(guī)范復核結果表明，閘房梁、柱構件均存在配筋不足問題，需要進行抗震加固處理。

閘房結構尺寸為19.9m×8.8m×26.3m(長×寬×高)。閘井平臺層高程為1827.00m；啟閉機層高程為1848.00m，布置有固定卷揚式啟閉機、電控柜；屋頂層高程為1853.30m?？蚣苤叽鐬?.4m×1.4m、0.9m×0.9m(寬×高)，如圖1所示。

圖1 閘房三維示意圖

經(jīng)過分析，該閘房剛度相對較大，增加剛度的加固方法會引起地震力的增加，難以滿足其抗震要求，故不適宜采用剛度型產品進行加固。綜合比較后，擬采用黏滯阻尼器減震方法，以達到閘房結構抗震性能提高的目的。

2 阻尼器參數(shù)及布置

沿閘房結構的2個主軸方向分別設置黏滯流體阻尼器，其數(shù)量、型號、位置通過多輪時程分析進行優(yōu)化調整后選取。依據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》以及提供的建筑設計圖、結構布置圖和設計分析結果，確定在地面以上每層適當位置沿結構的2個主軸方向分別設置黏滯阻尼器，從而降低結構的地震反應。共布置阻尼器20根，其中x向布置10根，y向布置10根，阻尼器布置位置如圖2所示，阻尼器參數(shù)見表1。

圖2 閘房黏滯阻尼器方案布置

表1 閘房黏滯阻尼器技術參數(shù)

3 結構分析模型建立

3.1 計算方法及地震波輸入

采用非線性彈塑性時程分析方法，通過反復運算對比，確定黏滯阻尼器較優(yōu)布置方案。本工程由專業(yè)單位提供相關地震數(shù)據(jù)資料，100年(aetsba)超越概率2%，選取3條地震動時程文件，名稱分別為：aetsba021、aetsba022、aetsba023，時間間隔為0.02，時長取值為60s，最大峰值為375cm/s2。時程分析時三條地震波分別按x和y軸方向進行輸入。

3.2 材料本構

閘房結構采用考慮剛度退化的非線性本構模型，其中梁構件采用考慮剛度退化的三折線模型，該模型考慮了鋼筋混凝土結構在地震等往復荷載下的實際滯回性能；柱構件混凝土采用考慮零剛度及退化影響的三折線模型，鋼筋采用考慮剛度退化二折線理想模型(如圖3—5所示)。

圖3 鋼筋混凝土梁本構模型(考慮剛度退化三折線模型)

圖4 混凝土柱本構模型(考慮混凝土零剛度及退化影響)

圖5 混凝土柱鋼筋本構模型(考慮剛度退化二折線模型)

3.3 荷載布置

外墻荷載按均布荷載布置在各層外梁上，考慮內外裝飾抹灰荷載為10kN/m，女兒墻按均布荷載布置在頂層外部梁上，為5.5kN/m。樓板按面荷載布置，考慮樓板找平抹灰，抹灰荷載為3kN/m2，活荷載考慮安裝操作為2kN/m2，地震作用時活荷載折減一半，為1kN/m2。起重機自重荷載，Q1=83kN、Q2=82kN、Q3=67kN、Q4=68kN，分別布置在F5層主梁和次梁上。

4 減震效果分析

4.1 層間位移角

分別對橫流向和順流向地震時閘房原結構與附加阻尼器裝置結構進行彈塑性時程分析，層間位移角結果如圖6所示。結果表明，橫流向地震時021X地震波對原結構響應最大，最大值發(fā)生在第4層，層間變形角1/179，順流向地震時023Y對原結構響應最大值發(fā)生在第3層，層間變形角為1/88。采用阻尼器布置方案后，橫流向地震時閘房層間位移角最大值1/262；順流向地震時閘房層間位移角為最大值為1/114，層間位移角顯著減小。

圖6 閘房層間位移角對比

4.2 結構層間剪力

閘房的層間剪力對比見表2，從表中數(shù)據(jù)可得出，抗震結構在布置完黏滯阻尼器后，各層閘房的框架結構剪力減少為8.7%～32%。

表2 閘房層間剪力對比 單位：kN

4.3 結構出鉸情況及延性比

圖7為橫流向地震時閘房y1軸延性比圖，由于閘房結構對稱，y2軸與y1軸結果基本一致，此處不再贅述。圖中紅色實心圓表示為彎曲屈服分布，當圖中出現(xiàn)紅色三角時表示發(fā)生剪切破壞。剪切破壞屬脆性破壞，結構設計中應盡量避免構件出現(xiàn)剪切破壞。由圖7可以看出橫流向地震時，閘房原結構和阻尼器布置方案均未出現(xiàn)剪切破壞；加固前閘房y1軸出鉸個數(shù)為24個，原結構F4層延性比超過4倍(4.55)，屬于較為嚴重損傷，閘房需要進行減震加固。

圖7 橫流向地震時閘房y1軸出鉸及延性比

圖7右圖為附加黏滯阻尼器后的閘房y1軸延性比圖。采用阻尼器布置方案后(VFD結構)，梁的塑性鉸出鉸明顯減少(由加固前的24個減少為4個)。有阻尼器結構的延性比降低到4倍以下(最大1.729)，屬于輕微受損，震后略加修復即可正常使用。

圖8—9左圖分別為順流向地震時閘房x1軸、x2軸延性比圖，由于閘房結構對稱，x3軸、x4軸結果與x2軸、x1軸基本一致，故在此省略不做表述?？梢钥闯黾庸糖伴l房x1軸出鉸個數(shù)為19個，原結構F4延性比超過4倍(最大4.4)，屬于較為嚴重損傷，閘房需要進行減震加固。加固前x2軸延性比均在4倍之內(最大3.48)，屬于輕微受損，震后略加修復即可正常使用。

圖8 順流向地震時閘房x1軸出鉸及延性比

圖9 順流向地震時閘房x2軸出鉸及延性比

圖8—9右圖為附加黏滯阻尼器后的內力圖及延性比(延性比)圖。采用阻尼器布置方案后(VFD結構)，梁的塑性鉸出鉸明顯減少(x1軸由加固前的19個減少為5個；x2軸出鉸仍為4個，但內力明顯減小，在一、二、三層柱的彎矩、剪力和軸力有顯著減小，在原結構中頂層中間柱頭頂部出鉸，加阻尼器后出鉸消失。在延性比圖中，有阻尼器結構的延性比降低到4倍以下(x1軸最大2.47，x2軸最大1.99)，屬于輕微受損，震后略加修復即可正常使用。

4.4 滯回曲線

滯回曲線為構件或結構在力循環(huán)往復作用下的力～變形曲線。根據(jù)構件在反復水平荷載下的滯回曲線形狀，可以分析構件的抗震滯回特性。圖10為x向和y向地震時阻尼器的滯回曲線?？磮D可知為，飽滿的滯回曲線，說明阻尼器有良好的工作狀態(tài)，閘房結構耗散地震能量的能力較強。

圖10 阻尼力～變形曲線圖

5 結語

本文采用黏滯阻尼器減震方法提高了進水塔頂部閘房抗震性能，并考慮剛度退化的本構模型開展了閘房地震非線性時程對比分析，將延性比作為減震方案效果的重要考量因素。本抗震加固設計方案是一種采用局部加固進而提高建筑結構整體抗震性能的加固方法，在不改變原結構、不增加原結構的負擔的情況下，通過附加的耗能裝置改變結構的動力特性，在大震作用下“以柔克剛”消耗地震能量，增設的耗能裝置不影響閘房內部使用空間和閘房內設備正常運行。加固中采用的阻尼器和連接支撐可預先制作現(xiàn)場安裝，方案具備施工周期短，投資省，對建筑物功能干擾小，減震效果顯著的特點。